X L V I I I K O N F E R E N C J A N AU K O W A
KOMITETU INŻ YNIERII LĄ DOWEJ I WODNEJ PAN
I KOMITETU NAUKI PZITB
Opole – Krynica
2002
Antoni BIEGUS
1
Dariusz CZEPIŻ AK
2
BADANIA NOŚ NOŚ CI GRANICZNEJ DWUPRZĘ SŁOWYCH
WZMOCNIONYCH BLACH FAŁDOWYCH
1. Wprowadzenie
O doborze kształtowników jednoprzę słowych blach fałdowych, dla najczę ściej wystę pują cych
obcią ż eń i rozpię tości, decyduje zazwyczaj kryterium ich ugię cia [1]. Nośności takich ustrojów
nie są w pełni wykorzystane, co prowadzi do zwię kszonego zuż ycia stali. Ekonomiczniejszymi
wówczas okazują się dwuprzę słowe blachy fałdowe, które spełniają równocześnie wymagania
stanu granicznego nośności i uż ytkowania. Jednak nośności ich są czę sto mniejsze od tychż e
dla ustrojów jednoprzę słowych. Wynika to z mniejszej nośności monosymetrycznego
przekroju cienkościennego blach fałdowych, który nad podporą środkową jest zginany
i ścinany (tzw. wytę ż eniem dociskowym) niż przekroju zginanego w przę śle.
W celu zwię kszenia nośności dwuprzę słowej blachy fałdowej proponuje się ją lokalnie
wzmocnić, stosują c w strefie jej podpory środkowej podwójny przekrój poprzeczny [1].
Wzmacniają cy arkusz blachy fałdowej 2 jest o tym samym kształcie przekroju poprzecznego,
co wzmacniana płyta dwuprzę słowa 1 (rys. 1). Rozwią zanie to daje znaczą ce oszczę dności
materiałowe (około 15÷20 %) w stosunku do płyt wykonanych z grubszych blach.
Blachy fałdowe wzmacniana dwuprzę słowa 1 i wzmacniają ca dwuwspornikowa 2
(rys. 1) mogą być ze sobą zespolone łą cznikami i wówczas taki ustrój moż na traktować jako
belkę cią głą o skokowo zmiennej sztywności w strefie podpory środkowej. Ze wzglę dów
technologicznych, korzystniejszym jest rozwią zanie, gdy blachy fałdowe dwuprzę słowa 1
i wzmacniają ca 2 nie są ze sobą połą czone.
Rys. 1. Schemat lokalnie wzmocnionej dwuprzę słowej blachy fałdowej
1
Prof. dr hab. inż ., Wydział Budownictwa Lą dowego i Wodnego Politechniki Wrocławskiej
2
Mgr inż ., Wydział Budownictwa Lą dowego i Wodnego Politechniki Wrocławskiej
168
Dla nie połą czonych łą cznikami blach fałdowych ich współdziałanie w przenoszeniu
obcią ż eń zewnę trznych moż e być inne, niż w przypadku ich zespolenia. Istotnym jest, wię c
wyjaśnienie mechanizmu przekazywania obcią ż enia z blachy fałdowej dwuprzę słowej na
wspornikową wzmocnienia (gdy nie są ze sobą połą czone łą cznikami) oraz weryfikacja
założ eń matematycznego opisu wytę ż enia takich konstrukcji analizowanych w [1], [2] i [3].
W pracy przedstawiono wyniki badań doświadczalnych nośności granicznej wzmocnionych
w strefie podpory środkowej dwuprzę słowych blach fałdowych. Celem tych badań była
identyfikacja ścież ek równowagi granicznej zginanych blach fałdowych dla zmiennych
parametrów geometrycznych wzmocnienia i mechanizmów zmiany ich stanu równowagi.
Doświadczalnie wyznaczone nośności konstrukcji porównano z ich teoretycznymi oszaco-
waniami wg wstę pnie analizowanych modeli obliczeniowych w [3]. Pomiary i obserwacje
zebrane w trakcie badań pozwoliły ponadto uściślić i zweryfikować założ enia modelu oblicze-
niowego odpowiadają cego rzeczywistemu wytę ż eniu nietypowego układu konstrukcyjnego (skła-
dają cego się ze współpracują cych, lecz nie połą czonych ze sobą blach fałdowych).
2. Opis modeli badawczych
Modelami badawczymi były stalowe, ocynkowane płyty fałdowe T 55
´
188, o grubości blachy
t = 0.75 mm. Schemat konstrukcji modeli dwuprzę słowych blach fałdowych pokazano na
rys. 2. Rozpię tość ich przę seł wynosiła l = 2900 mm, szerokość zaś c = 750 mm.
Blachy fałdowe 1 i 2 opierały się półkami wę ż szymi na płaskownikach podporowych 3
o szerokości b = 60 mm. Dla zapobież enia odkształceniom poprzecznym płyt
(„rozchodzeniu” się na boki) badanych cienkościennych kształtowników ich fałdy skrajne
połą czono śrubami M6 z płaskownikiem podporowym 3. Podpory skrajne modeli miały
swobodę przemieszczeń poziomych, środkowa zaś była podporą nieprzesuwną .
Rys. 2. Schemat modeli wzmocnionych blach fałdowych
Zmiennym parametrem geometrycznym modeli była długość wzmocnienia strefy podpory
środkowej konstrukcji a (rys. 2). Zbadano 6 modeli blach fałdowych, które oznaczono M
a
(gdzie
a – długość wzmocnienia strefy podpory środkowej modeli w cm). W modelach M
20
, M
25
, M
30
,
M
35
i M
40
zastosowano podwójny przekrój poprzeczny na długościach odpowiednio a = 20, 25,
30, 35 i 40 cm z każ dej strony podpory środkowej dwuprzę słowej blachy fałdowej. Kształt i
grubość blachy fałdowej wzmacnianej i wzmacniają cej były takie same (T55
´
188, t = 0.75 mm).
Model M
0
nie miał wzmocnienia strefy podpory środkowej ustroju.
Modele zginano monotonicznie narastają cym, równomiernie rozłoż onym obcią ż eniem
poprzecznym q. Obcią ż enie to było przyłoż one do półek szerszych blachy fałdowej 1.
W trakcie badań mierzono 4 czujnikami indukcyjnymi przemieszczenia pionowe y
w środku rozpię tości każ dego przę sła modelu (rejestrowano ugię cia krawę dzi fałd) oraz 4
czujnikami mechanicznymi przemieszczenia u końców wsporników blach fałdowych
wzmocnienia 2.
169
3. Badania doświadczalne wzmocnionych lokalnie blach fałdowych
Zasadniczym celem badań eksperymentalnych wzmocnionych lokalnie blach fałdowych było
wyznaczenie ich ścież ek równowagi statycznej, określenie nośności granicznej i
mechanizmu zmiany stanu równowagi konstrukcji, a takż e wpływu długości wzmocnienia
blach fałdowych 2 na nośność tych ustrojów oraz identyfikacja mechanizmu współdziałania
blach fałdowych dwuprzę słowej 1 i wzmocnienia 2.
Ścież ki równowagi statycznej badanych blach fałdowych pokazano na rys. 3. Są to
wykresy średnich ugię ć w środku rozpię tości przę seł blach fałdowych (wyznaczone dla 4
punktów pomiarowych) w funkcji ich sumarycznego obcią ż enia ustroju Q
Ma
= 2qlc.
Zachowanie się modeli w trakcie ich obcią ż enia było podobne jakościowo.
Wystę powały jedynie róż nice ilościowe nośności granicznych
I
Ma
Q
i
II
Ma
Q
poszczególnych
faz wytę ż enia konstrukcji, oraz mechanizmów tworzenia się przegubów (załomów)
plastycznych blach fałdowych nad podporą środkową .
Obserwacje poczynione w trakcie badań oraz analizy ścież ek równowagi statycznej
modeli pozwalają wyróż nić 3 fazy wytę ż enia (zachowania się ) badanych ustrojów.
Pierwsza faza wytę ż enia modeli, dla obcią ż eń 0
<
Q
i
<
I
Ma
Q
(gdzie
I
Ma
Q
– obcią ż enie
przy którym powstaje pierwszy przegub - załom plastyczny blachy fałdowej nad podporą
środkową ) jest nieliniowo sprę ż ysta. Powstaniu załomów plastycznych fałd nad podporą
środkową badanych modeli towarzyszyły trwałe przemieszczenia ustroju i zmiana ką ta
nachylenia ścież ki równowagi statycznej ustroju. Wystą pienie ich nie wyczerpywało
nośności badanych statycznie niewyznaczalnych konstrukcji cienkościennych. Badane
modele dwuprzę słowych blach fałdowych miały zdolność przenoszenia wzrastają cych
obcią ż eń i była to druga faza wytę ż enia tych ustrojów.
Drugą fazę wytę ż enia konstrukcji, dla obcią ż eń
I
Ma
Q
<
Q
i
<
II
Ma
Q
, charakteryzuje
zmniejszenie sztywności gię tnej ustroju w porównaniu z fazą pierwszą .
Wyczerpanie nośności modeli dla obcią ż eń Q
i
=
II
Ma
Q
, nastę powało po utworzeniu się w
środku rozpię tości przę seł blach fałdowych drugiego przegubu (załomu) plastycznego fałd i
zamianie ustroju w mechanizm. Towarzyszył temu gwałtowny spadek nośności ustroju. Jest
to trzecia faza wytę ż enia zginanych dwuprzę słowych blach fałdowych.
Badane modele róż niły się mechanizmami tworzenia się przegubu (załomu)
plastycznego nad ich podporą środkową .
W modelu M
0
(bez wzmocnienia) w pierwszej kolejności powstawały załomy
plastyczne w półkach wę ż szych kształtownika w obrę bie podpory pośredniej, w wyniku
dociskowego załomu (zniszczenia) środników fałd (web crippling). Nazwano je dociskowym
załomem plastycznym. Powstał on w wyniku skoncentrowanego oddziaływania reakcji
podporowej na cienkościenny przekrój obcią ż ony gię tnie (wytę ż enie interakcyjne).
Szerokość dociskowego załomu plastycznego fałdy odpowiadała szerokości płaskownika
podporowego b = 60 mm (na którym opierała się blacha fałdowa). Po utworzeniu się tego
załomu plastycznego zmieniła się sztywność ustroju, lecz miał on zdolność przenoszenia
wzrastają cych obcią ż eń. Wyczerpanie nośności dwuprzę słowej blachy fałdowej bez
wzmocnienia nastą piło po utworzeniu się zgię ciowego załomu plastycznego [4] w przę śle
tego ustroju. Polegał on na załomowym zniszczeniu półki szerszej blachy fałdowej w wyniku
jej ściskania od zginania. Towarzyszył temu gwałtowny spadek nośności konstrukcji.
W modelach M
35
i M
40
obserwowano pod koniec pierwszej fazy obcią ż ania ustroju
tworzenie się dociskowych załomów plastycznych w strefach ich podpór środkowych, a
deformacje obu blach fałdowych 1 i 2 tworzyły się równocześnie i miały ten sam kształt.
170
Rys. 3. Ścież ki równowagi statycznej lokalnie wzmocnionych nad podporą środkową
dwuprzę słowych blach fałdowych T 55
´
188, t = 0.75 mm
171
W modelach M
20
, M
25
i M
30
, w ich obrę bie podpory środkowej obserwowano
niezależ ne tworzenie się w blachach fałdowych wzmacnianej 1 i wzmacniają cej 2 dwóch
rodzajów załomów plastycznych. Pod wzrastają cym obcią ż eniem ustroju, przekroje
dwuprzę słowych blach fałdowych 1 nad podporą środkową „podnosiły się ”. W ściskanej
półce wę ż szej wzmacnianej, dwuprzę słowej blachy fałdowej 1 tworzył się zgię ciowy załom
plastyczny jaki obserwowano w zginanych płytach fałdowych jednoprzę słowych [4]. W
wzmacniają cej blasze fałdowej 2, która opierała się na podporze środkowej powstawało
dociskowe zniszczenie środników i półki wę ż szej, o szerokości płaskownika podporowego –
tworzył się dociskowy załom plastyczny. Zgię ciowe załomy plastyczne fałd dwuprzę słowej
blachy fałdowej 1 były losowo usytuowane w stosunku do osi podpory środkowej, a ich
szerokość była róż na od załomu dociskowego we wzmacniają cej blasze fałdowej 2.
Powstaniu załomów plastycznych w obrę bie podpory środkowej (pod koniec pierwszej
fazy wytę ż enia) towarzyszyło zmniejszenie sztywności wszystkich wzmocnionych lokalnie
modeli. W nastę pnej fazie ich wytę ż enia miały one zdolność przenoszenia wzrastają cych
obcią ż eń. Wyczerpanie ich nośności nastę powało po utworzeniu się zgię ciowych załomów
plastycznych w przę słach ustroju. Załomy plastyczne ściskanych półek szerszych fałd były
losowo usytuowane w stosunku do środka rozpię tości przę seł ustroju.
W tabl. 1 podano obcią ż enia modeli, przy których tworzyły się załomy plastyczne nad
podporą środkową
I
Ma
Q
i w środku rozpię tości przę seł
II
Ma
Q
. Obcią ż enie
I
Ma
Q
oszacowano
jako współrzę dne punktu przecię cia prostych aproksymują cych I i II fazę wytę ż enia ustroju.
Obcią ż enie średnie
a
M
wyznaczono dla 5 modeli wzmocnionych blach fałdowych.
Tablica 1. Wyniki badań modeli wzmocnionych blach fałdowych
Obcią ż enia graniczne
i
Ma
Q
modeli [kN]
Faza
wytę ż enia
modelu
M
0
M
20
M
25
M
30
M
35
M
40
a
M
I
Ma
Q
12.00
15.80
16.80
18.00
16.50
18.40
16.90
II
Ma
Q
16.20
20.00
20.80
21.80
18.60
20.80
20.40
4. Analiza wyników badań
Badane zginane dwuprzę słowe blachy fałdowe są statycznie niewyznaczalnymi
konstrukcjami cienkościennymi o przekrojach klasy 4. Ich ścież ki równowagi statycznej były
podobne jak dla ustrojów statycznie niewyznaczalnych o przekrojach grubościennych, z
wyją tkiem fazy, gdy zmieniają się one w mechanizm.
Uplastycznione przekroje nad podporą środkową badanych blach fałdowych (w których
powstały załomy plastyczne) miały zdolność przenoszenia obcią ż eń. W przypadku, gdyby
ich nośność zmalała do zera wystą piłby gwałtowny przyrost momentów zginają cych oraz
przemieszczeń przę seł, gdyż ustrój przyją łby schemat dwóch belek jednoprzę słowych.
Ponieważ moment zginają cy nad podporą środkową belki dwuprzę słowej jest taki sam jak w
środku rozpię tości belki jednoprzę słowej nastą piłoby niemal równoczesne wyczerpanie
nośności konstrukcji. Takiego przebiegu zjawiska wyczerpania nośności ustroju nie
odnotowano w badaniach, gdyż obcią ż enia graniczne modeli
II
Ma
Q
były wię ksze od obcią ż eń
I
Ma
Q
przy którym powstawał pierwszy przegub plastyczny. Należ y zaznaczyć, iż aktualne
przepisy projektowania konstrukcji o przekrojach cienkościennych (klasy 4) dopuszczają
jedynie do sprę ż ystej analizy wyznaczania sił wewnę trznych w takich ustrojach.
172
W granicznym stanie wytę ż enia badanych blach fałdowych brak było fazy
plastycznej pracy, a zmiana stanu równowagi zachodziła w sposób nagły i towarzyszył jej
spadek nośności ustroju (uplastycznione przekroje cienkościenne nie zachowują swej
nośności).
Zastosowanie zdwojonego przekroju w strefie podpory środkowej badanych blach
fałdowych zwię kszało obcią ż enie wywołują ce uplastycznienie przekroju podporowego w
stosunku do ustroju bez wzmocnienia o 40.8 % (
I
Ma
Q
/
I
0
M
Q
= 1.408). Prócz zwię kszonej
nośności wzmocnionego ustroju odnotowano zmniejszenie się jego ugię ć o około 35% w
stosunku do blach fałdowych bez wzmocnienia. Dla blach fałdowych wzmocnionych i bez
wzmocnienia dla róż nych ich obcią ż eń granicznych przy których tworzyły się pierwsze
załomy plastyczne, ugię cia ustroju były w przybliż eniu takie same.
Projektują c cienkościenne elementy nie moż na wykorzystać zapasów ich nośności
wynikają cej z redystrybucji sił wewnę trznych (w nastę pstwie powstawania kolejnych
przegubów plastycznych). Po utworzeniu się pierwszego przegubu plastycznego przyrost
obcią ż enia, przy których tworzył się drugi przegub wynosił dla modelu bez wzmocnienia
0.350
I
0
M
Q
, dla modeli wzmocnionych 0.208
I
Ma
Q
. Tak wię c potencjalnie niewykorzystane
zapasy nośności wzmocnionych blach fałdowych są mniejsze niż w ustroju bez
wzmocnienia, przy równoczesnym lepszym wykorzystaniu nośności przekrojów
przę słowych blach fałdowych.
Badania zginanych blach fałdowych T 55
´
188
´
0.75 o zdwojonym przekroju w strefie
podpory środkowej nie wykazały wyraź nego wpływu długości lokalnego wzmocnienia na
nośność oraz sztywność ustroju. Jednak w zależ ności od długości strefy zdwojonego
przekroju badanych blach fałdowych wstą piły w stanie granicznym róż ne mechanizmy
tworzenia się załomów plastycznych fałd na podporze środkowej w płycie dwuprzę słowej 1 i
wspornikowego wzmocnienia 2.
Wykonane badania o charakterze rozpoznawczym wykazały wielową tkowość i
złoż oność podję tego tematu. Na złoż oność analiz ilościowych nośności badanych ustrojów
składają się róż ne nośności przekrojów blach fałdowych. Są to nośności przekroju na
zginanie: w położ eniu pozytywnym M
R,poz
(dla dodatniego momentu zginają cego i V = 0;
przekrój krytyczny w środku przę sła ustroju), w położ eniu negatywnym M
R,neg
, (dla
ujemnego momentu zginają cego i V = 0), przy równoczesnym działaniu siły poprzecznej V
(nośności interakcyjne) M
R,V,poz
, M
R,V,neg
, a takż e równoczesnym działaniu lokalnej siły
skupionej F (np. reakcji podporowej, nośność interakcyjna) M
R,F,neg
, (przekrój krytyczny na
podporze środkowej dwuprzę słowej blachy fałdowej). Wyznaczenie tych nośności
(szczególnie interakcyjnych) wią ż e się z koniecznością wykonania obszernych, dodatkowych
badań teoretycznych i doświadczalnych. Stą d też wykonane analizy ilościowe
przeprowadzonych badań należ y uznać za wstę pne oszacowanie wytę ż enia ustroju.
Wyniki badań doświadczalnych porównano z analizowanymi w [3] modelami teore-
tycznymi wytę ż enia wzmocnionych blach fałdowych, o schematach pokazanych na rys. 4.
Rys. 4. Schematy statyczne modeli obliczeniowych wzmocnionych blach fałdowych
173
Są to schematy statyczne blach fałdowych: model 1 – zepolonych ze sobą łą cznikami, model
2 – połą czonych z podporą bez zespolenia ze sobą , model 3 – bez połą czenia z podporą i bez
zespolenia ze sobą .
W modelu 1 przyję to, ż e środniki blach fałdowych wzmacnianej 1 i wzmacniają cej 2
mogą być zespolone w wyniku tarcia i zakleszczenia fałd. Taką konstrukcję moż na
traktować jak belkę o skokowo zmiennej sztywności w strefie wzmocnienia, o schemacie
pokazanym na rys. 4a, a sposób analizy sił wewnę trznych ustroju przedstawiono w
[
1
]
.
Przedstawiony w
[
2
]
model obliczeniowy wytę ż enia ustroju pokazany na rys. 4b,
dotyczy sytuacji w której obie blachy fałdowe są połą czone z podporą środkową łą cznikami i
nie są zespolone ze sobą na długości. W pracy
[
2
]
udowodniono, iż dwuprzę słowa
wzmacniana blacha fałdowa 1 przekazuje obcią ż enie na blachę fałdową wzmocnienia 2 w
jednym punkcie przez koniec wspornika. Przyję ty do analiz wytę ż enia ustroju schemat
statyczny (dla symetrycznego obcią ż enia ustroju) składa się z belki podpartej przegubowo w
punkcie 3 i sztywno w punkcie 1 oraz wspornika zamocowanego sztywno w punkcie 4.
Koniec wspornika (w punkcie 5) połą czono nieodkształcalnym prę tem z belką w punkcie 2.
Blachy fałdowe mogą być mocowane do podpór pośrednich nie w każ dej fałdzie płyty
(np. w co drugiej fałdzie). Wykonane badania doświadczalne wykazały, ż e w przypadku
braku łą czników mocują cych dwuprzę słowe blachy fałdowe do podpór moż e dochodzić do
ich „podnoszenia się ” w strefie podpór pośrednich. Taki ustrój nie spełnia założ eń modelu 2
(rys. 4b), w którym ograniczono przemieszczenia pionowe podpory belki w punkcie 1. W
zwią zku z tym rozpatrzono model 3 (rys. 4c) aproksymują cy wytę ż enie wzmocnionych
dwuprzę słowych blach fałdowych nie zespolonych ze sobą na długości wzmocnienia i nie
przymocowanych do podpór pośrednich. W schemacie tym przyję to, iż podpora belki w
przekroju 1 ma swobodę przemieszczeń pionowych i ograniczony obrót (sztywne
zamocowanie). Rozwią zanie ścisłe takiego schematu obliczeniowego wzmocnionej blachy
fałdowej (nie zespolonej ze sobą na długości wzmocnienia) podano w [3].
Z uwagi na przyję te założ enia w rozpatrywanych w [1], [2] i [3] modelach teoretycz-
nych mogą one być analizowane jedynie jako wstę pne oszacowanie dla sprę ż ystego zakresu
wytę ż enia badanych ustrojów (do fazy utworzenia się pierwszego załomu plastycznego).
Aproksymacyjny charakter tych oszacowań wynika mię dzy innymi z nieuwzglę dnienia
zanikają cej sztywności statycznie niewyznaczalnego ustroju cienkościennego.
W począ tkowej fazie wytę ż enia obserwowano zakleszczanie się blach fałdowych nad
podporą środkową . W zwią zku z tym rozpatrzono hipotezę o moż liwości współdziałania
blach fałdowych w wyniku tarcia. Nie potwierdziły tego analizy ilościowe, w których do
oszacowań wytę ż enia badanych doświadczalnie ustrojów przyję to obliczeniowy model 1
(pokazany na rys. 4a). Rozpatrywany w pracy [1] obliczeniowy model 1 (rys. 4a) nie jest
wię c adekwatny dla analizy wytę ż enia badanych blach fałdowych, w których brak było ich
mechanicznego zespolenia łą cznikami.
W analizowanych w [2] i [3] modelach obliczeniowych konstrukcji (schematy na rys
4b i 4c) stwierdzono wpływ długość blachy wzmacniają cej na wytę ż enie ustroju (na moment
zginają cy w strefie podpory środkowej). Takiej wyraź nej zależ ności wpływu długości
wzmocnienia nie potwierdziły wykonane (stosunkowo ograniczone) badania nośności blach
fałdowych. Wpływ ten moż e jednak wystę pować w stanie wytę ż enia sprę ż ystego ustroju, a
wyjaśnienie tego zjawiska wymaga innej metodologii badań doświadczalnych (mię dzy
innymi badań tensometrycznych wytę ż eń poszczególnych blach fałdowych).
Na podstawie badań modelu M
0
(bez wzmocnienia) oszacowano interakcyjną nośność
przekroju blach fałdowych na zginanie w położ eniu negatywnym M
RF,neg
= 2.17 kNm.
Przyjmują c za podstawę analiz ilościowych M
RF, neg
wyznaczono teoretyczne oszacowania
nośności badanych doświadczalnie blach fałdowych. Obliczone sprę ż yste obcią ż enia
174
graniczne dla modeli obliczeniowych 2 i 3 (wg rys. 4b i c) podano w tabl. 2. Uzyskano
stosunkowo dobrą zgodność wyników doświadczalnych i oszacowań teoretycznych wg
modelu 2 (róż nice sprę ż ystych obcią ż eń granicznych nie przekraczają 6.0%). W przypadku
oszacowań wg modelu teoretycznego 3 (rys. 4c) teoretyczne obcią ż enie sprę ż yste jest
wię ksze nawet 14.5% od wyniku uzyskanego doświadczalnie.
Wykonane badania doświadczalne potwierdziły skuteczność zaproponowanego sposo-
bu zwię kszania nośności wieloprzę słowych blach fałdowych. Dla badanych blach fałdowych
uzyskano stosunkowo dobrą zgodność z modelem 2 (rys. 4b) szacowania nośności ustroju.
Równocześnie oprócz weryfikacji założ eń w przyjmowanych modelach obliczeniowych
przeprowadzone badania i analizy wskazały na potrzebę wyjaśnienia m. in. interakcyjnej
nośności zdwojonego przekroju zginanego i ścinanego reakcją podporową , a takż e redystry-
bucji sił wewnę trznych w tak wytę ż onym przegubie plastycznym. Tematyka ta jest przed-
miotem prowadzonych aktualnie dalszych badań wzmacnianych lokalnie blach fałdowych.
Tablica 2. Analiza wyników badań modeli wzmocnionych blach fałdowych
Obcią ż enia graniczne
i
Ma
Q
modeli [kN]
Sposób wyznaczenia
nośności ustroju
I
Ma
Q
M
20
M
25
M
30
M
35
M
40
Doświadczalnie
15.80
16.80
18.00
16.50
18.40
wg. modelu 2 na rys. 4b
16.70
16.90
17.10
17.30
17.50
wg. modelu 3 na rys. 4c
17.40
18.40
20.00
19.50
16.90
Literatura
[1] BIEGUS A, Lokalnie wzmocnione blachy fałdowe. Inżynieria i Budownictwo Nr 2/2001.
[2] BIEGUS A. CZEPIŻ AK D., Analiza statyczna wzmocnionych blach fałdowych. X Mię dzy-
narodowa Konferencja Naukowo-Techniczna „Konstrukcje Metalowe” , Gdańsk 2001.
[3] BIEGUS A. CZEPIŻ AK D., Analiza porównawcza modeli wytę ż enia wzmocnionych
blach fałdowych. XLVII Konferencja Naukowa KILIW PAN i KN PZITB, Krynica 2001.
[4] BIEGUS A., Nośność graniczna ściskanych blach fałdowych. Wrocław, Prace Naukowe
Instytutu Budownictwa Politechniki Wrocławskiej, Seria Monografie Nr 38/18, 1983.
RESEARCH OF LOAD-BEARING CAPACITY OF TWO-SPAN
STRENGTHENED CORRUGATED SHEETS
Summary
In order to reach an increase of the load-capacity of the two-span corrugated sheet a double
cross section has been used in the central support (Fig. 1). Corrugated sheet 2 has the same
cross section as strengthened sheet 1 and is not connected with two-span sheets 1.
Experimental investigations of the load-bearing capacity for 6 corrugated sheets T
55
´
188
´
750, 0.75 mm thickness have been executed. Obtained values of the load-bearing
capacity have been compared with corresponding theoretical assessments of model. The
theoretical model have been presented in work [3].